劉平昌，周家俞，王召兵，丁甡奇

(重慶交通大學(xué)西南水運(yùn)工程科學(xué)研究所，重慶 400016)

金盤(pán)子航電樞紐是渠江8個(gè)梯級(jí)渠化工程的最后1個(gè)梯級(jí)。樞紐建成后可形成42 km的4級(jí)深水航道，500 t級(jí)的船隊(duì)可從達(dá)縣直抵重慶。

該樞紐由大壩、船閘、電站3部分組成。船閘布置在左岸。有效尺度長(zhǎng)×寬×檻上水深為120 m ×12 m ×2.5 m，上游最高通航水位 270.00 m，下游最低通航水位250.96 m，最大設(shè)計(jì)水頭19.04 m。輸水系統(tǒng)采用閘底長(zhǎng)廊道側(cè)向支孔型式，明溝消能。上、下閘首工作閥門均采用反向弧形門，設(shè)計(jì)斷面尺寸為兩個(gè)2.2 m×2.2 m(寬×高)，閘室內(nèi)主廊道斷面尺寸為兩個(gè)2.2 m ×3.0 m(寬 × 高)。

上游進(jìn)水口在每側(cè)導(dǎo)墻上布置4個(gè)垂直支孔，其斷面尺寸為 2.2 m ×3.0 m(寬 × 高)，廊道進(jìn)口頂高程為258.73 m，其淹沒(méi)水深為11.27 m，兩側(cè)進(jìn)水口均在引航道內(nèi)取水，輸水系統(tǒng)布置如圖1。

由于本船閘設(shè)計(jì)水頭較高，為解決設(shè)計(jì)過(guò)程中有關(guān)輸水系統(tǒng)及閥門水力學(xué)問(wèn)題，西南水運(yùn)工程科學(xué)研究所對(duì)該船閘進(jìn)行了輸水系統(tǒng)模型試驗(yàn)、輸水閥門抗空化設(shè)計(jì)、閘室長(zhǎng)度縮短為120 m后的輸水特性數(shù)學(xué)模型計(jì)算研究等工作［1－3］。解決了本船閘輸水系統(tǒng)布置及其有關(guān)水力學(xué)問(wèn)題，保證了工程的順利施工。

為了論證金盤(pán)子船閘模型水力學(xué)試驗(yàn)研究成果以及數(shù)學(xué)模型計(jì)算參數(shù)的正確性，進(jìn)一步積累高水頭船閘輸水系統(tǒng)的運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)，對(duì)該船閘輸水系統(tǒng)水力學(xué)進(jìn)行原型觀測(cè)。

圖1 金盤(pán)子船閘輸水系統(tǒng)布置Fig.1 Water system arrangement of Jinpanzi lock

1 原體觀測(cè)的內(nèi)容、設(shè)備及方法

1.1 原體觀測(cè)的內(nèi)容

1)原體觀測(cè)的上游水位為267.89 m，下游水位為251.93 m，水頭為15.96 m;

2)充、泄水時(shí)，船閘進(jìn)、出口、閘室內(nèi)的流態(tài);

3)輸水系統(tǒng)的水力特性［h=f(t)、Q=f(t)、μ=f(t)、a=f(t)］;

4)輸水系統(tǒng)廊道壓力變化;

5)閘室內(nèi)船舶系纜力。

1.2 觀測(cè)設(shè)備及方法

閘室充、泄水時(shí)的閘室水位和輸水廊道壓力的觀測(cè)均是采用S2-4型的電阻式滲壓計(jì)測(cè)定;閘室內(nèi)船舶纜繩拉力是采用BLR-1型拉力傳感器測(cè)定，上述水壓力和拉力均轉(zhuǎn)換為電流，通過(guò)DH-5920動(dòng)態(tài)信號(hào)分析儀進(jìn)行放大，并由其模擬訊號(hào)轉(zhuǎn)換成數(shù)字訊號(hào)，由計(jì)算機(jī)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)記錄，分析軟件進(jìn)行處理，輸水系統(tǒng)測(cè)壓點(diǎn)布置如圖1。

由于上、下閘首閥門的啟閉無(wú)法同步，其閥門高度僅分別開(kāi)至1.6，1.8 m。對(duì)上閘首工作閥門雙、單邊啟閉過(guò)程進(jìn)行靜、動(dòng)水測(cè)定，結(jié)果如表1。

表1 上閘首工作閥門(反弧門)開(kāi)度歷時(shí)Table 1 Opening diachronic table of work on the upper gate valve(reverse tainter valve)

由于下閘首兩個(gè)工作閥門不同步，觀測(cè)前，實(shí)測(cè)了左、右閥門開(kāi)至高度1.8 m的時(shí)間，分別為左閥為165 s，右閥為 64 s。

2 觀測(cè)成果及分析

2.1 上、下閘首進(jìn)、出口及閘室流態(tài)觀察

2.1.1 上游進(jìn)水口流態(tài)

在船閘雙邊閥門充水過(guò)程中，上游左側(cè)導(dǎo)墻進(jìn)水口前出現(xiàn)凹陷表面旋渦，未吸氣。旋渦最大直徑約為1.5 m;最大水面跌落約30 cm。

2.1.2 閘室內(nèi)流態(tài)

由于上閘首兩側(cè)工作閥門不同步，左側(cè)閥門提升較右側(cè)快，因此，當(dāng)閥門雙邊開(kāi)啟充水時(shí)，在閘室內(nèi)左側(cè)消能溝上方的水流翻涌較右側(cè)大;隨著閥門開(kāi)度逐漸增大，其兩側(cè)出流的差別也有所加大;由于閘室底主廊道中間隔墻開(kāi)孔串通，一定程度上改善了左、右側(cè)水流的不對(duì)稱性;左、右閥門均開(kāi)至1.6 m高度時(shí)，閘室內(nèi)兩側(cè)消能溝內(nèi)的水流翻涌情況才接近。在左閥門單邊充水過(guò)程中，由于閘室底主廊道隔墻開(kāi)孔串通，閘室內(nèi)的水流橫向分配尚為均勻。

另外，由于本船閘出水段布置在閘室中部，充水過(guò)程中，除了出水段內(nèi)兩側(cè)水流不對(duì)稱引起的交錯(cuò)旋轉(zhuǎn)外，同時(shí)在閘室內(nèi)上、下兩端均出現(xiàn)不同程度的水流旋轉(zhuǎn)。且發(fā)現(xiàn)上、下端靜水區(qū)懸淤質(zhì)泥沙淤積較為嚴(yán)重。

2.1.3 下閘首出口及引航道內(nèi)流態(tài)

如前所述，由于下閘首左、右閥門開(kāi)啟不同步，右閥快，左閥慢。因此，在閥門開(kāi)啟初期的一時(shí)段，出口右側(cè)的水流翻涌始終大于左側(cè)，最大水面涌高約為0.3～0.4 m，隨著閥門開(kāi)啟高度的逐漸增大，其差別逐漸減小，當(dāng)雙邊閥門全部開(kāi)啟至1.8 m時(shí)，兩廊道出口水流基本一致，下泄水流擴(kuò)散較快，下引航道內(nèi)水流分布較為均勻。

2.2 閘室充、泄水水力特性

2.2.1 充、泄水水力指標(biāo)

實(shí)測(cè)的閘室充泄水時(shí)間、最大流量、最大水面上升速度、流量系數(shù)、水位等資料如表2。

表2 閘室充、泄水水力特性值Table 2 Characteristic value of lock chamber filling and emptying flow

原體觀測(cè)時(shí)的閥門開(kāi)啟工況與模型試驗(yàn)、數(shù)模計(jì)算相差較大，其他水力指標(biāo)難以比較。用相同開(kāi)度情況下的流量系數(shù)比較結(jié)果見(jiàn)表3。資料表明，原型較模型充、泄水的流量系數(shù)增大12% ～16%左右。

表3 實(shí)測(cè)與模型試驗(yàn)、數(shù)模計(jì)算的流量系數(shù)μ比較Table 3 Comparison between flow coefficients μ got by prototype，model test and numeric simulation model

2.2.2 閘室充、泄水慣性超高和超降

實(shí)測(cè)雙邊閥門開(kāi)啟充、泄時(shí)的超高、超降值。同時(shí)根據(jù)原觀實(shí)測(cè)上下閥門開(kāi)度的流量系數(shù)μ及面積ω，用式(1)計(jì)算了閘室充、泄水的慣性超高、超降，見(jiàn)表4。

式中:μ為輸水系統(tǒng)流量系數(shù);ω為輸水閥門段廊道面積;LnP為輸水廊道換算長(zhǎng)度，充水LnP=95.5 m;泄水LnP=83.2 m;Ω為閘室充、泄水水域面積。

表4 試驗(yàn)實(shí)測(cè)與計(jì)算閘室充泄水超高超降Table 4 Ultra high and super drop in lock chamber filling and emptying of test and computing

從表4可看出，由于閘室充、泄水時(shí)，原體實(shí)測(cè)的超高、超降值與計(jì)算值基本吻合。

2.2.3 原、模廊道各段阻力系數(shù)比較

表5、表6分別為原型實(shí)測(cè)和模型試驗(yàn)的廊道各段阻力系數(shù)。

表5 雙邊閥門充水原、模廊道各段阻力系數(shù)Table 5 Resistance coefficients of each corridor of culvert in prototype，model test two valve filling

表6 雙邊閥門泄水原、模廊道各段阻力系數(shù)Table 6 Resistance coefficients of each corridor of culvert in prototype，model test on two valve emptying

從表5、表6結(jié)果看，無(wú)論是閘室充水、泄水，除支孔出水段外，其余各段廊道的阻力系數(shù)原型實(shí)測(cè)均小于模型試驗(yàn)值，其幅度一般在24% ～33%，而支孔出水段的阻力系數(shù)原型實(shí)測(cè)與模型試驗(yàn)值幾乎一致。其主要原因是原體施工時(shí)，改變了支孔型式，減小了出水孔總面積與主廊道面積比。模型試驗(yàn)時(shí)，閘底主廊道上的側(cè)支孔布置為方形孔，出水孔總面積與主廊道面積比為1.03;而原體施工時(shí)側(cè)支孔布置為圓形孔，出水段長(zhǎng)度基本不變，出水孔總面積與主廊道面積比為0.80，因此，原體該段廊道阻力系數(shù)沒(méi)有減小。

2.3 輸水廊道壓力

為了解在充、泄水過(guò)程中，廊道各部位的壓力變化，原設(shè)計(jì)在左側(cè)廊道的各部位考慮共安裝14個(gè)壓力傳感器。由于施工原因，最后能使用的為7根傳感器數(shù)據(jù)。

2.3.1 充、泄水閥門后廊道壓力

測(cè)壓點(diǎn)均布置在充、泄水閥門后2.3 m的反坡段廊道頂部、檢修門后0.5 m處。充、泄水時(shí)，閥門后的壓力產(chǎn)生明顯的下降和脈動(dòng)。雙邊閥門充水一開(kāi)始，上閘首閥門后P5測(cè)點(diǎn)的最低壓力出現(xiàn)在閥門開(kāi)度n=0.46時(shí)段，其值為－0.237 m，該時(shí)段壓力脈動(dòng)的最大幅值為1.8 m;單邊閥門充水時(shí)，P5測(cè)點(diǎn)的最低壓力值為－0.744 m。下閘首雙邊閥門泄水時(shí)的P13測(cè)點(diǎn)的最低壓力出現(xiàn)在閥門開(kāi)度n=0.53時(shí)段，其值為－4.475 m;該時(shí)段的壓力脈動(dòng)的最大幅值為2.6 m，單泄時(shí)最低壓力－4.823 m。實(shí)測(cè)的部分廊道壓力變化曲線見(jiàn)圖2。

圖2 廊道壓力變化曲線Fig.2 Pressure variation curve of gallery

造成雙、單邊泄水閥門后廊道壓力較低的原因:①充泄水閥門開(kāi)啟時(shí)間tvcp=2.5 min的速度;快于模型試驗(yàn)和數(shù)模計(jì)算tv=6 min情況;②原體流量系數(shù)較模型試驗(yàn)大12%～16%而導(dǎo)致其壓力降低。

2.3.2 閥門開(kāi)啟tv為6 min原型廊道壓力及空化情況分析

由于本次觀測(cè)期間，閥門開(kāi)啟時(shí)間無(wú)法調(diào)試到6 min。為此，根據(jù)原型實(shí)測(cè)的流量系數(shù)等資料，在設(shè)計(jì)水位組合情況下，用數(shù)學(xué)模型計(jì)算了閥門開(kāi)啟tv為6 min原型廊道壓力及空化情況，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表7?？紤]本船閘閥門廊道后體型(門后廊道擴(kuò)大比)與葛州壩2#船閘相近，對(duì)照表7本船閘閥門底緣工作空化數(shù)k可看出，兩者較為接近。據(jù)此分析，在設(shè)計(jì)水位270.00～250.96 m組合、閥門開(kāi)啟 tv=6 min情況下，船閘雙、單邊充、泄水閥門后廊道底緣不會(huì)產(chǎn)生空化或強(qiáng)烈空化。

表7 輸水閥門底緣空化數(shù)水位組合(270.00～250.96 m)Table 7 Cavitations numerical of bottom in delivery valve level of water(270.00 －250.96 m)

2.3 閘室內(nèi)船舶停泊條件

試驗(yàn)是采用現(xiàn)有的兩種船舶、單邊、單點(diǎn)系纜情況下進(jìn)行的。一種船舶尺度為19.45 m×3.74 m×1.02 m(長(zhǎng) × 寬 × 滿載型深)，空載型深 0.3 ～0.5 m，滿載排水量80 t，空載排水量40 t;另一種為工作船，尺度為14 m ×2.5 m ×0.3 m(長(zhǎng) × 寬 × 空載型深)，空載排水量12 t。實(shí)測(cè)結(jié)果表明:閘室充水過(guò)程中，雙邊閥門開(kāi)啟80 t船舶的纜繩最大縱向力為45 kg，最大橫向力為75 kg;單邊閥門開(kāi)啟船舶的纜繩最大縱向力為68 kg，最大橫向力為105 kg，均在設(shè)計(jì)規(guī)范要求的允許范圍之內(nèi)。由于閘室后期充水較慢，慣性超高不大，當(dāng)上閘首人字門打開(kāi)時(shí)，船舶纜繩拉力沒(méi)有明顯增大。

由于船舶的系纜方式與模型中測(cè)定纜繩拉力的系泊條件不同，但船舶停泊條件的趨勢(shì)與模型試驗(yàn)資料基本一致。這種系纜方法也較真實(shí)反映了這類船舶過(guò)閘時(shí)的系纜情況。因此，本次原型觀測(cè)到的船舶系纜力資料，具有實(shí)際參考價(jià)值。

3 結(jié)論與建議

1)在充水過(guò)程中，進(jìn)水口前水面僅出現(xiàn)表面旋轉(zhuǎn)及局部降落。與船閘整體模型試驗(yàn)時(shí)的流態(tài)基本相似。

2)原觀成果表明，原型的流量系數(shù)較模型大12% ～16%，其原因主要是原、模輸水廊道糙率確定的差異、水流所處的紊流流區(qū)不同及孔口雷諾數(shù)等因素引起的縮尺影響所致。

3)由于原型閥門開(kāi)啟時(shí)間與模型試驗(yàn)、數(shù)模計(jì)算不一致，用原型的流量系數(shù)計(jì)算結(jié)果表明，當(dāng)在設(shè)計(jì)水位組合下，閥門開(kāi)啟時(shí)間tv=6 min閘室的充、泄水時(shí)間、輸水廊道最低壓力值與模型試驗(yàn)、數(shù)模計(jì)算的規(guī)律基本一致。

4)閘室單邊充水時(shí)船舶最大系纜力取控制作用。停于閘室內(nèi)的船舶最大縱向力為68 kg，最大橫向力為105 kg;未超出規(guī)范允許值。但充水過(guò)程中，由于出水段集中于閘室中部，水流紊動(dòng)導(dǎo)致船舶橫向位移較為明顯;因此，建議在今后的運(yùn)行管理中，對(duì)過(guò)閘小船一定要求系好纜，以策安全。

5)閥門雙、單邊充水時(shí)，門后反坡段頂部的壓力負(fù)壓較小;閥門雙、單邊泄水時(shí)瞬時(shí)最低壓力分別為－4.475，－4.823 m。顯然，其壓力均已超過(guò)規(guī)范允許的負(fù)壓值。經(jīng)觀測(cè)資料分析，下閘首閥門開(kāi)啟速度快于設(shè)計(jì)、試驗(yàn)研究要求的tv≥6 min速度，另外，門楣通氣孔有可能堵塞。須及時(shí)處理疏通。門楣通氣管疏通后，則也須采用設(shè)計(jì)要求的tv＞6 min閥門勻速開(kāi)啟方式。

6)為了更好地改善閘室的停泊條件及閥門工作條件，建議運(yùn)行管理單位盡快按設(shè)計(jì)條件的閥門同步開(kāi)啟時(shí)間(tv≥6 min)進(jìn)行調(diào)試。

［1］韋代君，劉平昌，彭再萍.渠江金盤(pán)子樞紐工程船閘水工模型試驗(yàn)報(bào)告［R］.重慶:重慶西南水運(yùn)工程科學(xué)研究所，1992.

［2］劉平昌，王云莉，王召兵.渠江金盤(pán)子船閘輸水閥門抗空化設(shè)計(jì)研究報(bào)告［R］.重慶:重慶西南水運(yùn)工程科學(xué)研究所，1999.

［3］劉平昌，王云莉，王召兵.渠江金盤(pán)子航電樞紐工程船閘輸水系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型計(jì)算分析報(bào)告［R］.重慶:重慶西南水運(yùn)工程科學(xué)研究所，1999.

［4］劉平昌，丁甡奇，王召兵.渠江金盤(pán)子船閘輸水系統(tǒng)水力學(xué)原型觀測(cè)報(bào)告［R］.重慶:重慶西南水運(yùn)工程科學(xué)研究所，2007.

［5］JTJ 306—2001船閘輸水系統(tǒng)設(shè)計(jì)規(guī)范［S］.北京:人民交通出版社，2001.

［6］包鋼鑑，須清華.葛洲壩2號(hào)船閘輸水系統(tǒng)水力學(xué)原型觀測(cè)報(bào)告［R］.南京:南京水利科學(xué)研究所，1982.

［7］連恒鐸，須清華.浙江七里垅船閘原體水力學(xué)觀測(cè)小結(jié)［R］.南京:南京水利科學(xué)研究所，1977.